Recuperación de la estructura 29 de una nave especial que sufrió un grave incendio

ROBERT BRUFAU
BBG, Estructures, recerca y rehabilitació, SLP.
IVAN MASESIVAN MASES
BBG, Estructures, recerca y rehabilitació, SLP.
JOAN RAMON ROSELL
Profesor del Dep. de Tecnología de la Arquitectura de la UPC.

EL INCENDIO

La noche del 19 de noviembre de 2019 se produjo un importante incendio en el taller de pintura situado en la planta inferior de la nave de Faurecia, en Abrera.

Rápidamente se propagó y afectó, con mayor o menor intensidad, diversos elementos estructurales (pilares, vigas y forjados) quedando destruida la totalidad de las instalaciones industriales ubicadas en un área de 800 m² en planta, que quedaron reducidas a un montón de chatarra quemada. El incendio duró unas cuantas horas y fue controlado por 16 dotaciones de los bomberos.

Tanto el hormigón como el acero sufrieron un alto nivel de degradación, quedando inutilizado el uso de la zona afectada, y como consecuencia de este incendio, la empresa Faurecia perdió una gran parte de su actividad.

DESCRIPCIÓN DE LA NAVE SINIESTRADA

La nave siniestrada es la que corresponde a la segunda fase de una construcción industrial que se emplaza en la calle Progrés, 12, del polígono de Sant Ermengol, en la ciudad de Abrera (Barcelona). La primera fase, realizada el año1998, corresponde a la primera gran nave, que no ha sufrido desperfectos con el incendio (fig. 3). Separada de esta algunos metros, la segunda fase ocupa una planta sensiblemente cuadrada, de 63 x 63 m² (casi 4000 m² de ocupación), y cuenta con dos plantas, la emplazada en el nivel inferior, que ocupa todo el solar, y la del nivel superior, que ocupa un área de 42 x 63 m², quedando los restantes 21 x 63 m² dedicados inicialmente a aparcamiento de vehículos, aunque actualmente están destinados a almacenamiento de materiales no excesivamente pesados. La planta superior tiene acceso directo desde la calle Progrés, y la inferior lo tiene desde el gran patio central.

La nave es propiedad de la empresa Sesmo – Montrabana, y está siendo utilizada en la actualidad por la empresa Faurecia, dedicada a la fabricación de accesorios para vehículos. Fue construida el año 2000, siendo los autores del proyecto y directores de obra el arquitecto Robert Brufau, y el aparejador Javier López. Como ingeniero actuó Enric Valldosera.

LA ESTRUCTURA DE LA NAVE

La planta superior es una estructura metálica porticada, con cubierta a dos aguas. Considerando la gran potencia de la estructura inferior, el fuego apenas la afectó, y las intervenciones que se han tenido que practicar han sido muy leves.

En lo que concierne a la planta inferior diremos, de entrada, que es una estructura pretesada en las dos direcciones, ya que los forjados están todos configurados con prelosas pretesadas de 9 +16 cm de canto, y con una anchura de 2,40 m. Todas las vigas, tanto longitudinales como transversales son montadas, hormigonadas y postesadas «in situ». Tienen una sección de 70 x 120 cm² (b x h) (fig. 4).

Existen dos «espinas» centrales, con vigas también postesadas, de 70 x 120, con una luz entre pilares de 10,50 m, preparadas para recibir, embrochaladas, las vigas principales de carga, que tienen un intereje aproximado de 5,25 m, sin que exista pilar en todos los puntos de cruce de las dos familias de vigas, sino solo en la mitad. De esta manera, se consigue que los pilares definan una retícula de 21 x 10,50 m, en vez de la retícula (más convencional) de 21 x 5,25 m, que se conseguiría si existiesen todos los pilares centrales. Los pilares interiores de la nave son, únicamente, diez.

El estado de cargas considerado es diferente si en la planta superior hay una nave de almacenamiento que si hay una zona no cubierta para vehículos. En el primer caso, correspondiente a los 2/3 posteriores (respecto a la puerta de acceso) de la superficie ocupada en planta, la sobrecarga de uso es de 2.000 kg/m², con un peso propio de 625 kg/m² y una carga permanente de 100 kg/m². En el segundo caso, la sobrecarga de uso es de 1.500 kg/m², el peso propio es también de 625 kg/m², con 100 kg/m² de cargas permanentes y 40 kg/m² de nieve.

Las vigas se postesaron «in situ» una vez su hormigón había alcanzado la resistencia necesaria. Los ductos de conducción de los cables adaptaron la forma de su alzado para las exigencias de un comportamiento estructural óptimo.

Una vez sucedido el incendio, se personaron los bomberos en el lugar del siniestro, definiendo una zona de 800 m² que debía ser acordonada, prohibiendo la circulación de personas y vehículos por ella, tanto en el piso superior (para evitar patologías mayores), como en la planta inferior, para prevenir desprendimientos del material dañado de la estructura. Dos días después del incendio se constató que aún caían fragmentos de la cara inferior de los forjados.

Tanto en las vigas principales como en los forjados se observaron muchas zonas con el hormigón desaparecido y con la armadura a la vista (fig. 2). Aparentemente, no se detectaron deformaciones significativas en las grandes vigas, pero este aspecto debía ser corroborado con un completo estudio topográfico, que daría flechas máximas de hasta 7 cm.

TRABAJOS PREVIOS Y APUNTALAMIENTO PROVISIONAL DE LA NAVE SINIESTRADA

Éramos conscientes que la planta inferior de la nave quedaría fuera de servicio durante un tiempo largo, mientras que en la planta superior, menos afectada, bien pronto se recuperaría la actividad ordinaria. Esto llevó a hacer un apuntalamiento intenso de toda la zona en que no se recuperaría la actividad funcional. Era la que denominamos «zona cero» (fig. 6), y en ella se apuntalaron las vigas con puntales de aluminio preparados para grandes alturas (6 m) y cargas (4 t/ud) y con mesas de apuntalamiento (de 7 m de altura) para los forjados.

La planta superior estaba preparada para soportar sobrecargas de uso de 1.500 – 2.000 kg/m², según las zonas. Se decidió limitar mucho estas sobrecargas mientras no se hubiese acabado íntegramente el refuerzo.

SEPARACIÓN DE LA «ZONA CERO» RESPECTO A LA ZONA PRODUCTIVA

Por su importancia dentro del sector del automóvil, Faurecia no podía dejar de producir, y la primera decisión que se tomó a nivel organizativo fue separar la zona que quedó más afectada de la zona en que los daños fueron menos graves, de manera que se pudiese continuar la actividad. En la figura 6 se delimitan las dos zonas, quedando como zona inutilizada una superficie de 800 m². El resto de la planta (3.200 m²) entró rápidamente en el normal funcionamiento cotidiano.

Dado que había también zonas un poco afectadas en la zona productiva, se decidió que el constructor trabajaría dentro de la zona útil solo los fines de semana y durante las vacaciones de Navidad, con el agravante de que, antes de comenzar cualquier trabajo estructural, se tendría que cubrir y proteger al 100 % toda la maquinaria. El trabajo principal de Faurecia es la confección de los «tabliers» de los coches de Seat y de Nissan, y esta es una labor de precisión que no admite, de ninguna manera, que pueda quedar contaminada por las actividades constructivas.

LAS PRIMERAS ALTERNATIVAS DE REFUERZO

Básicamente, podían plantearse dos opciones o estrategias de reconstrucción de la nave. La primera de ellas consistiría en la demolición integral de la estructura dañada y su substitución por una estructura de nueva construcción, exactamente igual a la inicial del año 2000. De esta manera, Sesmo – Montrabana recuperaría su propiedad intacta, y con la misma capacidad de carga, tal como en su momento la entregó a Faurecia. La segunda alternativa consistiría en proceder a un refuerzo integral de la zona dañada, sin destruir ninguna preexistencia, manteniendo en su posición los pilares, las vigas y los forjados, que serían reforzados de la manera más aconsejable. Por supuesto, deberían mantenerse los mismos márgenes de seguridad y capacidad de carga que la nave tenía antes del incendio.

La primera gran decisión que se planteó a la Propiedad y a Faurecia fue si se derribaba la parte siniestrada y se reconstruía, o bien si se reforzaba, manteniendo en funcionamiento el resto de la nave.

Analicemos la primera opción: tratándose de una estructura de vigas postesadas, continuas y con grandes luces (21 x 10,50 m), no habría bastante con derribar los 800 m² siniestrados, sino que los tramos inmediatos también deberían ser derribados, doblando prácticamente la superficie a reconstruir. Sin contar con los problemas logísticos de Faurecia, se hicieron los pertinentes números de demolición más reconstrucción y el coste global se cifró un poco por encima de los dos millones de euros.

Veamos ahora la segunda opción, que es la que finalmente fue escogida: consistía en aislar los 800 m², continuando Faurecia trabajando normalmente en el resto. Dado que tenían que mantenerse las altas sobrecargas de uso iniciales, con la nueva alternativa la estimación económica se redujo considerablemente, bajando el coste de su construcción a menos de la mitad de lo que se había estimado para la primera opción.

PROPUESTA DE REFUERZO DE LOS FORJADOS

Los forjados están conformados por prelosas pretesadas, prefabricadas en taller por SAP. Su armadura principal activada se encuentra en la «zapatilla» que configura su cara inferior continua, y cuenta con un recubrimiento entre 2,5 y 3 cm. Esta armadura ha quedado muy dañada con toda certeza al producirse el incendio y, por tanto, su capacidad de carga, aún contando con una buena reparación convencional, se vería muy limitada para soportar las grandes sobrecargas funcionales que la nave exige.

Atendiendo al coste exagerado que supondría una reparación integral para recuperar la capacidad portante íntegra, se propuso una solución de disposición de «vigas de parteluz» añadidas. Se tracta de una solución convencional para reforzar forjados precarios, pero en este caso estaría plenamente justificada. La figura 7 recoge este tipo de refuerzo, que es de fácil montaje y que sería adaptable a la solución que se propondría para las grandes vigas. Se podría, incluso, integrar este refuerzo con los recursos que se propondrían para las grandes vigas.

Por supuesto, todos los forjados afectados por el desprendimiento del hormigón de recubrimiento de las armaduras tendrían que ser saneados, retirando todas las zonas con el hormigón dañado y pasivando todas las armaduras que hubiesen quedado a la vista, previa reconstrucción de su cara inferior con morteros de reparación adecuados, para dejar una cara perfectamente lisa, para que esta pueda acoplarse bien a la adición de los perfiles de parteluz.

Bien pronto todas las partes nos pusimos de acuerdo con esta solución para los forjados. No fue tan fácil encontrar la solución idónea para las grandes vigas, ya que aquí entraban en juego diversos factores, como se verá más adelante.

PROPUESTAS INICIALES DE REFUERZO DE LAS GRANDES VIGAS POSTESADAS

Las grandes vigas postesadas tienen los ductos emplazados en el interior del hormigón, contando siempre con un buen recubrimiento. No es el caso de las armaduras pasivas inferiores y de piel, que cuentan únicamente con el recubrimiento estricto, del orden de 3 – 4 cm. Algunas vigas habían perdido una buena parte de su capacidad resistente. Esto nos llevaría a proceder a su refuerzo.

Propusimos, en una primera lectura, hacer su refuerzo con la incorporación de un mecanismo de FINK, tesado externamente, que actuase con continuidad en los dos tramos que, preferentemente, tendrían que ser reforzados, en cada viga afectada. Para que este tipo de actuación fuese eficiente, la nueva armadura inferior tendría que disponerse de manera que se contase con un canto útil suficiente, y, por esta razón, se requeriría contar con una altura aproximada de 1,20 m por debajo de la cara inferior actual (dejando una altura libre de 4,80 m). Para optimizar la solución, la perfilería de refuerzo tendría que desdoblarse en dos, una por cada lado de la viga. Esta posibilidad se expone en la figura 9.

Figura 10. Otras tres opciones, intentando perder menos alturaConocemos bien la técnica del mecanismo de FINK y entendemos que tiene tres ventajas: la primera es que se trata de un sistema que no exige grandes cantidades de acero. La segunda es que se puede activar con relativa facilidad y, por tanto, se podría hacer compatible con el actual postesado. La tercera es que introduce fuertes cargas axiales de compresión horizontal en la viga existente, que quedaría así más liberada de tensiones de tracción. Era por estas razones que la considerábamos más adecuada que otras alternativas de substitución funcional, como sería la incorporación de nuevos grandes perfiles que trabajasen a flexión y a cortante, uno a cada lado de la gran viga, o de la introducción de dos grandes celosías, también una en cada lado de la viga. El único problema de este sistema lo teníamos en que se tendría que reducir la altura útil de la nave desde 6,00 hasta 4,80 m por debajo de la viga reforzada y, por esta razón, la solución fue puesta en crisis porque ni el propietario ni el usuario querían perder tanta altura. Por ello, se plantearon tres alternativas:

• a) La primera de ellas era con vigas armadas, una por cada lado, asumiendo los pertinentes esfuerzos de flexión y cortante. Las vigas resultaban con un canto próximo a 125 cm y la altura libre que quedaba era de 5,75 m, que agradaba mucho a la propiedad y a los usuarios, pero tenía un gran inconveniente por la gran cantidad de acero que era necesario y por la dificultad de manipulación de estas vigas, que tendrían un peso propio altísimo.
• b) Cerchas trianguladas con bastante canto (175 cm). Quedaría una altura libre de 5,25 m, que se consideraba demasiado ajustada. A pesar de que la solución no era demasiado complicada, al tener los perfiles un peso propio relativamente bajo, se perdían 75 cm y parecieron excesivos.
• c) Reduciendo el canto de las vigas trianguladas a 140 cm se perdían solo 25, y esto agradó a las dos partes, pero la solución exigía mucho más acero y mucha más dificultad de montaje que en el supuesto anterior, y, al igual que ocurrió con la opción a) esta propuesta quedó descartada.

Finalmente, decidimos encontrar un punto medio entre las opciones b) y c), descolgando solo 40 cm respecto a la cara inferior de las grandes vigas, y esto fue aceptado, y nos pusimos a trabajar en esta línea.

La solución de los forjados se dispondría de acuerdo con la de las vigas, y esto nos llevó a escoger una organización de las celosías con geometría PRATT, haciendo coincidir la posición de sus montantes con la posición de las vigas principales del refuerzo del forjado.

ESTUDIOS PREVIOS: TOPOGRAFÍA POST-INCENDIO Y PRUEBAS DE RESISTENCIA

Se consideró prioritario contratar un topógrafo que nos aportase una descripción fiable de las flechas que afectaron los forjados y las vigas después del incendio. Atendiendo a que más de la mitad de la nave no había sufrido los efectos del incendio, se demandaron valores absolutos para la «zona cero» y valores relativos de esta respecto a la parte de nave que no sufrió alteraciones. El resultado del estudio topográfico puso en evidencia una notable correlación entre las flechas de las grandes vigas y la temperatura que se había alcanzado en cada zona.

En paralelo se realizaron numerosas pruebas sobre el material, también en zonas afectadas respecto a zonas que no habían sufrido el incendio. Lo más importante era llegar a cuantificar las temperaturas a que habían quedado solicitados los corazones de cada gran viga. APPLUS y el laboratorio de la EPSEV – UPC se encargaron de ejecutar las pruebas y establecer las correlaciones, tanto con métodos esclerométricos, como de ultrasonidos y de otros ensayos que se comentarán en un subcapítulo posterior.

Los ensayos se cifraron en las siguientes cantidades:

• Ensayos esclerométricos en pilares: 21 ud.
• Ensayos esclerométricos en jácenas postesadas: 84 ud.
• Ensayos ultrasónicos en pilares: 27 ud.
• Ensayos ultrasónicos en jácenas postesadas: 37 ud.
• Extracción de probetas – testigo en pilares: 31 ud.
• Extracción de probetas – testigo en jácenas postesadas: 41 ud.
• Extracción de probetas en losas de forjado: 8 ud.

Para poder comenzar a tener una idea del estado de las vigas, una vez producido el incendio, se utilizó la información del levantamiento topográfico realizado en la nave después del siniestro. Se utilizó el programa Grasshopper para poder generar una malla a partir de los alzados de cada pórtico, visualizando así, de forma gráfica, la deformación de la estructura. Se cruzó la información de las lesiones que nos facilitó el topográfico con la malla de las zonas más deformadas, y el resultado coincidía de manera clara.

Para el primer predimensionado, se utilizó el diagrama de las deformaciones, extraído del Grasshopper, cuando todavía no se conocía la resistencia de las vigas. Se supusieron unos refuerzos que soportasen sobrecargas de 15 kN/m², 12 kN/m², 10 kN/m², 8 kN/m² y 4 kN/m², según lo que se deducía del diagrama de deformaciones, a la espera de tener los resultados de los ensayos solicitados.

DETERMINACIÓN EXPERIMENTAL DEL GRADO DE AFECTACIÓN EN LA RESISTENCIA DEL HORMIGÓN

Joan Ramon Rosell.
Laboratorio de Materiales EPSEB – UPC
(J. R. Rosell, B. González, A. Navarro, M. Tous)

Es bien sabido que las altas temperaturas afectan a la resistencia del hormigón. Temperaturas de hasta 300 °C apenas afectan a la resistencia, pero si consideramos temperaturas superiores, la resistencia cae de una manera casi lineal hasta llegar a los 900 o 1000° (Zoldners, 1960) (Fernández Cánovas, 1964). Por otra parte, en caso de incendio, el incremento de temperatura que sufre el hormigón evoluciona de fuera a dentro en función de la conductividad térmica del material, de las reacciones endotérmicas que se dan, de la temperatura exterior y del tiempo que dura el incendio.

Así pues, resulta muy importante determinar qué temperatura han sufrido las «capas exteriores» de los elementos de hormigón para poder averiguar qué sección queda con plenas capacidades resistentes.

Los hormigones están compuestos, básicamente, de la masa aglutinante endurecida, de los áridos que lo componen y de la humedad presente. Estos diversos componentes se transforman, a diferentes temperaturas, liberando agua de adsorción, agua de constitución, CO₂… haciendo que se reduzca la masa del material. Este mecanismo es el que se estudia en el análisis termogravimétrico (ATG).

Simplificando, en este ensayo (experimento dinámico) se somete una pequeña muestra en forma de polvo a una temperatura creciente, de manera previamente establecida, en una atmósfera controlada y se registra de forma continua la temperatura y la variación de masa o su derivada en función de la temperatura. La interpretación de las pérdidas de masa no es simple, especialmente a las temperaturas «bajas», dado el solape de pérdidas de masa acaecidas en unas mismas temperaturas como consecuencia de la descomposición de diferentes compuestos del cemento hidratado o de otros componentes (arcillas, puzolanas, etc.).

En el caso que nos ocupa, se estableció una estrategia de investigación para afrontar el caso concreto, basada en el ATG, complementada con otras técnicas más habituales de caracterización, aplicado selectivamente a hormigones situados en diferentes zonas de la nave, de incendio intenso, una zona cercana y una zona donde seguro que no ha habido ninguna afectación.

Las técnicas empleadas «in situ» para caracterizar genéricamente las diferentes zonas de incendio incluyen el levantamiento de lesiones aparentes, las prospecciones no-destructivas con esclerómetro, la determinación de la velocidad de paso de ondas ultrasónicas y la determinación magnética de los armados. Los resultados son bastante coincidentes en el sentido de situar las zonas más afectadas por el fuego por el efecto «spalling» mostrado, por los menores resultados de índice de rebote y de velocidad de paso de ultrasonidos.

También se procedió a la extracción de testigos de las diferentes zonas y en diferentes alturas y orientaciones en planta para el estudio.

Los testigos extraídos de la zona donde seguro no se produjo incremento de temperatura han servido para determinar la resistencia de referencia del hormigón «sano» y para plantear la campaña experimental en laboratorio de reproducción de las temperaturas del incendio. Así, se extrajeron diferentes secciones circulares de los testigos, de escaso espesor, y se sometieron en una mufla a diferentes temperaturas para provocar las correspondientes transformaciones.

Posteriormente, se estudiaron con ATG (análisis termogravimétrico), estas muestras «incendiadas artificialmente », con lo que se obtuvieron los patrones de la respuesta en variación de la masa del hormigón específico. Se realizaron dos campañas, una correspondiente a las zonas carbonatadas del hormigón (donde no se daría la descomposición de la portlandita entre 420° y 480°) y la otra en las zonas no carbonatadas.

El estudio petrográfico realizado por microscopías, así como las difracciones de rayos X, han permitido identificar los componentes del hormigón, sobre todo los áridos, los grados de afectación en cambio de color, la variación aparente de porosidad y la micro-fisuración de las zonas sometidas a temperaturas altas. Estas técnicas han permitido corroborar la uniformidad de fabricación de los hormigones de los pilares y jácenas, así como la diferencia respecto del hormigón de las losas prefabricadas de los forjados.

Con todo, los resultados más determinantes se han obtenido del análisis termogravimétrico de los hormigones extraídos (testigos) de los elementos estructurales (pilares, jácenas y losas),  afectados en mayor o menor grado por el incendio.

En estos testigos se ha trabajado extrayendo selectivamente muestras de la masa aglutinante endurecida a diferentes profundidades (1, 2, 3, 4 y 5 cm) y analizándolas con ATG. El estudio de los correspondientes termogramas en comparación con los obtenidos en las muestras «incendiadas artificialmente» en el laboratorio ha permitido determinar los ámbitos de temperaturas alcanzadas en las diferentes profundidades del hormigón para cada elemento estudiado.

Se han tipificado cuatro ámbitos térmicos (< 150 °C, de 150 a 300 °C, de 300 a 400 °C y de 400 a 500 °C) a los que se han asociado unas pérdidas porcentuales de resistencia en función de la bibliografía consultada.

Finalmente, se ha podido determinar, por el ensayo a compresión de la parte más interior de los testigos (tenían suficiente profundidad para poder trocearlos en diferentes tramos), la resistencia del hormigón no alterado térmicamente y las resistencias de las partes superficiales, por pérdida en función de la temperatura sufrida en el incendio, de cada elemento estudiado y, lógicamente, se pueden tratar estadísticamente los resultados para fijar los valores de resistencia estimada y los espesores de hormigones de esta resistencia.

En resumen, la campaña experimental ha permitido determinar las zonas de la nave más afectadas por el incendio, acotar los diferentes hormigones en función de sus componentes, determinar  las resistencias de todos los hormigones y los espesores exteriores afectados significativamente por el incendio.

APLICACIÓN DE LOS RESULTADOS DE LOS «ATG» AL PROCESO DE REFUERZO

Ivan Mases, BBG

Una vez recibida la documentación de los ensayos realizados por APPLUS y por el laboratorio de la UPC, se procedió a determinar en qué estado se encontraban las vigas actuales para poder optimizar el refuerzo metálico según la afectación de cada pórtico. Aún trabajando del lado de la seguridad, este proceso fue determinante para rebajar de forma notable los kilogramos de acero del proyecto respecto al primer dimensionado explicado anteriormente. Una vez acabado el cálculo final (teniendo en cuenta los resultados) se optimizó entre un 10 y un 15 % de acero.

Para que la propuesta de refuerzo se pudiera optimizar en función del estado particular de cada viga, era necesario poder definir su pérdida de resistencia. Para poder determinar la resistencia de los diferentes tramos hay dos parámetros clave obtenidos de los resultados «ATG» y que, juntos, nos servirían para determinar el momento máximo y mínimo que la sección es capaz de soportar después del siniestro. Los parámetros son: la temperatura que ha alcanzado el hormigón en los diferentes tramos y la resistencia del hormigón de las probetas. Para poder cuantificar el momento máximo que la viga es capaz de soportar, se hicieron las hojas de cálculo basándose principalmente en el documento EHE 08, anejo 7, para calcular y extraer un diagrama de envolventes que después se comparaba con los diagramas extraídos de las hojas de cálculo.

El proceso que se siguió para introducir los resultados es el siguiente: se dividieron las vigas en 6 + 6 tramos para poder calcular el diagrama de momentos máximos que soportarían las vigas después del siniestro.

Con los valores de las temperaturas alcanzadas a las diferentes profundidades de las probetas (fig. 14), se puede deducir la temperatura alcanzada en el armado pasivo y activo. De esta manera, podemos aplicar el coeficiente de reducción de las barras de acero según el CTE DB SI, tabla C.7 Reducción relativa de la resistencia con la temperatura. Estos valores reducen la resistencia del acero según la temperatura alcanzada por la barra. El mismo procedimiento se utilizó en las barras del pos tesado, aunque dada la complejidad de determinar la pérdida de tensión de los postesados y quedando del lado de la seguridad, se ha considerado su sección de acero como armadura pasiva.

El otro valor que se utilizó para determinar los diagramas de momentos resistentes es la resistencia del hormigón. Esta se extrae principalmente del ensayo de las probetas, aunque en paralelo también se contrasta con la información dada por los ensayos ultrasónicos y esclerométricos. Todos estos valores son introducidos en una tabla como la que se expone en la figura 15 y que sirve de resumen para cada tramo.

Con toda esta información, una vez introducidos los datos de todos los tramos en las tablas, se puede extraer un gráfico resumen de los momentos resistentes. Este gráfico es el que se comparará con los diagramas de momentos de las barras de hormigón del modelo de cálculo, que nunca deberá sobrepasar los valores definidos en el gráfico correspondiente a la viga estudiada.

Una vez definidos todos los momentos a partir de las hojas de cálculo (figs. 15 a 17), se hicieron iteraciones con el modelo de cálculo a fin de alcanzar un comportamiento estructural óptimo, siempre empleando la menor cantidad posible de acero. En el resultado final, una vez refor zada la nave, se puede leer claramente qué tramos quedaron más afectados, de manera que esta diferenciación le da belleza y valor a la rehabilitación (figs. 18 y 19).

PROPUESTAS INICIALES DE REFUERZO DE LOS PILARES

Se consideraron dos posibilidades. La primera de ellas, que se contempló inicialmente para hacer el proyecto básico, era con un recrecido de los pilares con hormigones con fibras (fig. 20). Se trataba de repicar los 3 o 4 cm más dañados del pilar, hasta dejar el lomo de las armaduras verticales a la vista. Después de pasivar estas armaduras, se haría un confinamiento con un recrecido de unos 7 cm adicionales, de manera que el nuevo hormigón con fibras tuviese un grueso de 10 cm. De esta manera, el refuerzo no demandaría armaduras nuevas, pero las dimensiones del pilar crecerían unos 15 cm en cada dirección. La cabeza de este nuevo hormigón era rematada con un conjunto collarín – capitel para acabar recibiendo la estructura de las nuevas cerchas.

La segunda opción, que es la que finalmente se escogió, consistía en reconducir las cargas transportadas por las nuevas cerchas mediante unos angulares de refuerzo de las esquinas, a la manera de un pilar compuesto por 4LPN, convenientemente empresillado y con una estructura metálica de espera en la base. También en este caso, se dispondría un collarín – capitel para recibir las cerchas y transportar su carga hacia la cimentación (figs. 21 y 22).

SOLUCIONES ESCOGIDAS PARA CADA TIPO DE ELEMENTO

Los cimientos no se modificaron, ya que las cargas que bajarían ahora por los pilares reforzados serían prácticamente las mismas (solo se incrementaban con el peso propio de los refuerzos, y esto era perfectamente asumible por las zapatas existentes) (fig. 23).

De los pilares ya se ha hablado, y finalmente se optó por la disposición de cuatro angulares metálicos, uno en cada esquina, adecuadamente conectados mediante presillas horizontales. De modo que estos angulares y presillas ayudasen al confinamiento del pilar de hormigón. Coincidiendo con cada cruce de una presilla con un LPN, se introdujeron unas pequeñas pletinas con un grueso con la medida exacta de cada intersticio, que se encajaron entre los angulares y el pilar, con un contacto directo para favorecer este confinamiento.

El montaje de los capiteles fue una de las etapas más complicadas del proceso. Pesaban mucho y se levantaban con dificultades, especialmente en la zona en que Faurecia estaba trabajando cotidianamente. Se montaban en dos partes, la primera (que abarcaba más de las 3/4 partes del capitel) y la segunda, que lo completaba. Encima de cada capitel se tenían que levantar los cuatro
perfiles cuadrados verticales, uno en cada esquina, de manera que, por un lado, recibiesen las cerchas de refuerzo en las dos direcciones, pero, por el otro, tenían que subir por encima de la losa del techo, de manera que finalmente se pudiese construir una gran pletina por encima del techo que pudiese participar en la absorción de las tracciones que los momentos flectores negativos introducían encima de los pilares. La figura 25 es ilustrativa al respecto.

Para izar los cuatro perfiles verticales, a fin de que pudiesen sobresalir por encima del forjado, fue necesario atravesar la losa de 25 cm de grueso, con una perforación de planta circular con un diámetro de unos 35 cm, como se ve en la figura 26.

Cuesta hacerse una idea de la dimensión de los elementos. En la figura 27 se ve al jefe de obra debajo de uno de los dos marcos de la cabeza de un pilar. Invirtiéndolo, deberá descansar encima del capitel, a la vez que también tendrán que sobresalir por encima del techo. La parte que asomará por encima es la que tendrá que entrar por los taladros explicados.

Una vez las dos barras verticales de cada lado sobresalgan por encima del forjado, se procede a unirlas entre ellas y con la vieja placa del pilar metálico, formando una «superplaca» de 120 x 120 cm², perfectamente capacitada para asumir la punta de las tracciones horizontales de la zona de momento negativo máximo, encima de cada pilar existente de hormigón.

En lo que concierne a las cerchas de refuerzo de las grandes vigas se ha optado, como ya se ha comentado, por utilizar una doble cercha, con geometría PRATT, disponiendo una por cada lado, en paralelo y a la misma altura. Descuelgan unos 35 – 40 cm y, perpendicularmente a ellas, se disponen, por debajo de la gran viga de hormigón, unos perfiles HEB transversales, preparados para recibir directamente la carga de la gran viga y pasarla a las cerchas.

Las cerchas siempre se plantean con continuidad y se disponen al lado de todas las vigas principales y de todas las transversales que hubieran sido dañadas por el incendio. En función de la afectación que haya tenido cada viga, la sección de sus perfiles será más o menos importante, y esto es lo que hace que todas las vigas hayan sido dimensionadas de manera diferente.

En lo que concierne a los forjados, se tuvieron que coordinar dos actuaciones. En un inicio, se procedió a la regularización de la superficie dañada, proyectando, debajo de su cara inferior, morteros tixotrópicos, sulfo-resistentes y con fibras incorporadas, a fin de garantizar una cierta resistencia frente a las tensiones de tracción horizontal (fig. 31).

Posteriormente, se introdujeron los pertinentes refuerzos metálicos de parteluz, con la intención de minimizar mucho todos los esfuerzos en el forjado. Como puede verse en las figuras 32 y 33, los perfiles metálicos están coordinados con los montantes de las cerchas.

Una vez terminada la intervención estructural en la «zona cero», se procedió a la retirada de las mamparas que aislaban esta zona (fig. 34), antes de comenzar a poner en funcionamiento la totalidad de la gran nave (fig. 35).

IMAGEN DE LA OBRA DE CONSOLIDACIÓN, UNA VEZ TERMINADA

Ficha técnica de la rehabilitación estructural de la nave Faurecia de Abrera

Arquitectos de la rehabilitación:
Robert Brufau y Ivan Mases (BBG)

Aparejadores:
Javier López y Toni Sagristá (PRISMA)

Empresa constructora:
TEX (Xabier Labiano y Raúl Cano)

Estructura metálica:
MEMYOC

Estructura de hormigón (tratamientos):
PROPAMSA BETEC

Laboratorios:
APPLUS y laboratorio de la EPSEB UPC

Control de calidad:
Bureau Veritas

Propiedad de la nave:
Sesmo Montravana

Usuario de la nave:
Faurecia

Fecha de la intervención:
2020-2021